軸向通風(fēng)內(nèi)置式永磁同步電機流固耦合傳熱計算分析*

陳利輝, 王 瑾, 于占洋, 李 巖

(沈陽工業(yè)大學(xué) 國家稀土永磁電機工程技術(shù)研究中心，遼寧 沈陽 110870)

0 引 言

內(nèi)置式永磁同步電機(IPMSM)的轉(zhuǎn)子磁路結(jié)構(gòu)的不對稱性所產(chǎn)生的磁阻轉(zhuǎn)矩有助于提高電機的過載能力和功率密度[1]，并且可以“弱磁”增速，在對調(diào)速要求較高的場合中應(yīng)用越來越廣泛。而受到壓縮機應(yīng)用場合空間的限制，電機功率密度有更高的要求，其散熱問題不可忽視。定子繞組溫升過高可能導(dǎo)致繞組絕緣失效，引發(fā)電機燒毀等事故，并且會降低軸承的潤滑性與強度，這些均會縮短電機的使用壽命。因此，設(shè)計并分析電機的冷卻系統(tǒng)具有重要意義。

衡量冷卻系統(tǒng)優(yōu)劣可通過電機熱計算來判斷。電機熱計算的方法集中在有限元法、等效熱網(wǎng)絡(luò)法、流固耦合方法。文獻[2-3]使用有限元法對大型風(fēng)力發(fā)電機的溫度場進行計算，通過與試驗結(jié)果的對比證明此方法的正確性。文獻[4]使用等效熱網(wǎng)絡(luò)分析方法對電動汽車用輪轂電機進行了溫升計算。文獻[5]采用了流體-熱耦合方法分析了徑向強制通風(fēng)分?jǐn)?shù)槽集中繞組永磁同步風(fēng)力發(fā)電機的冷卻能力。還有許多學(xué)者分析研究了電機冷卻結(jié)構(gòu)。文獻[6-7]對高速永磁同步電機進行了熱計算，說明風(fēng)刺可有效降低轉(zhuǎn)子溫升。文獻[8]設(shè)計了一種安有熱管的冷卻結(jié)構(gòu)，使繞組端部溫度降低。文獻[9-10]分別分析了風(fēng)冷、水冷方式下的異步電機溫度分布。文獻[11-12]研究了軸向磁通永磁電機的散熱問題。此外，文獻[13-14]研究了不同建模方式對熱場計算結(jié)果的影響。

本文以一臺7.5 kW的IPMSM為研究對象，運用流固耦合傳熱方法，設(shè)計了一種軸向通風(fēng)冷卻結(jié)構(gòu)，詳細地分析了電機內(nèi)部流體分布狀態(tài)和各部件溫升分布規(guī)律，并研究了進風(fēng)口數(shù)目對電機內(nèi)部流體場和溫度場的影響。樣機溫升試驗結(jié)果驗證了計算結(jié)果的正確性，對軸向通風(fēng)高效電機冷卻結(jié)構(gòu)的設(shè)計具有一定的參考價值。

1 流固耦合傳熱模型的建立

1.1 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)計算流體力學(xué)理論，IPMSM內(nèi)部空氣的流動滿足質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律以及能量守恒定律[15]。

當(dāng)空氣處于穩(wěn)態(tài)且不可壓時，質(zhì)量守恒方程為

(1)

式中:ρ為空氣的密度；t為時間；u、v、w為在x、y、z方向上的速度分量。

動量守恒方程為也稱作Navier-Stokes方程，在笛卡爾坐標(biāo)系下的動量守恒方程表達式為

(2)

式中:u為速度矢量；μ為動力黏度；ρ為流體微元體上的壓力；Su、Sv、Sw為廣義源項，對于黏性為常數(shù)的不可壓流體，Su=Sv=Sw=0。

以溫度T為變量的牛頓流體的能量守恒方程如下：

(3)

式中:Cp為比熱容；k為流體傳熱系數(shù)；ST為黏性耗散項。

另外，應(yīng)用流固耦合傳熱方法，需結(jié)合導(dǎo)熱控制方程和三類邊界條件，表達式為

(4)

式中:λx、λy、λz分別為x、y、z方向上的導(dǎo)熱系數(shù)；T為固體溫度；qV為熱源產(chǎn)生的損耗密度；T0為定溫邊界S1上的溫度;q0為邊界S2上的熱流密度；Tf為對流換熱面S3外界流體的溫度；α為對流換熱系數(shù)。

1.2 物理模型的建立

1.2.1 軸向通風(fēng)IPMSM的主要參數(shù)和結(jié)構(gòu)

IPMSM主要參數(shù)如表1所示。

表1 7.5 kW IPMSM主要參數(shù)

圖1為電機的三維結(jié)構(gòu)圖。此IPMSM采用開啟式結(jié)構(gòu)，在后端蓋上開有進風(fēng)口，機殼內(nèi)表面開有通風(fēng)槽并在前端開有出風(fēng)口。且在轉(zhuǎn)子上安有風(fēng)刺的同時，開有腰形通風(fēng)孔、圓形通風(fēng)孔，此IPMSM為軸向通風(fēng)式結(jié)構(gòu)。

圖1 軸向通風(fēng)IPMSM三維結(jié)構(gòu)圖

電機某些復(fù)雜零件對熱計算幾乎無影響，且加大了形成高質(zhì)量網(wǎng)格的難度，故可對電機模型做適當(dāng)簡化，并作出以下假設(shè)：

(1)空氣的流動主要由轉(zhuǎn)子及風(fēng)刺旋轉(zhuǎn)引起，流速遠小于聲速，其馬赫數(shù)較小，可把空氣當(dāng)作不可壓縮流體，并只考慮電機額定運行時的穩(wěn)態(tài)流體場。

(2)電機熱源生熱均勻，材料導(dǎo)熱率為常數(shù)，忽略其隨溫度升高而發(fā)生的變化。

(3)將繞組股線絕緣、槽絕緣和浸漬漆等效為絕緣實體，繞組銅線則由相同體積的銅塊等效，忽略繞組的集膚效應(yīng)。

基于電機主要參數(shù)和假設(shè)，建立電機流固耦合求解域模型如圖2所示，為了充分模擬進、出風(fēng)口處外部流體的運動狀態(tài)，分別創(chuàng)建了進風(fēng)區(qū)域和出風(fēng)區(qū)域。

圖2 求解域示意圖

1.2.2 邊界條件

選擇基于壓力的隱式求解器以及RNGk-ε湍流模型，并打開能量方程。采用的邊界條件如下：

(1) 電機進風(fēng)口設(shè)置為壓力入口條件，出風(fēng)口為壓力出口條件，其值均為1個標(biāo)準(zhǔn)大氣壓(101 325 Pa)，設(shè)定環(huán)境溫度為300 K。

(2) 轉(zhuǎn)子及風(fēng)刺旋轉(zhuǎn)區(qū)域流體采用MRF模型，給定額定轉(zhuǎn)速3 000 r/min，且設(shè)置旋轉(zhuǎn)壁面相對速度為0。

(3) 機殼表面散熱系數(shù)采用式(5)進行計算：

(5)

式中:λ0為機殼在平靜空氣中的散熱系數(shù)；k表示空氣吹拂機殼表面效率的系數(shù)；v為機殼表面空氣流速。

結(jié)合有限元方法，在額定工況下計算得到損耗并換算成生熱率如表2所示。

表2 電機各熱源損耗及生熱率

2 電機內(nèi)流場特性結(jié)果與分析

2.1 電機內(nèi)部整體流體分布

電機內(nèi)部軸向截面流體速度矢量如圖3所示，由圖3可知，風(fēng)刺的旋轉(zhuǎn)作用使其附近空氣流速較高，在氣隙、腰形通風(fēng)孔和圓形通風(fēng)孔內(nèi)均有空氣的軸向流動。計算得氣隙內(nèi)空氣流量約為空氣總流量的5.18%，機殼通風(fēng)槽中空氣流量為總流量的9.69%，在腰形通風(fēng)孔、圓形通風(fēng)孔中有較多空氣流過，空氣流量分別約占空氣總流量的61.96%、23.17%。當(dāng)空氣同時流經(jīng)進出風(fēng)口、通風(fēng)孔等流道截面積突變的區(qū)域，會出現(xiàn)漩渦，受到流道阻力的作用會產(chǎn)生能量損失。

圖3 截面流體速度矢量分布

2.2 沿通風(fēng)孔、機殼通風(fēng)槽軸向空氣流速分布

規(guī)定沿電機軸伸端為軸向正方向，通過通風(fēng)孔和機殼通風(fēng)槽，沿其中心處空氣流速分布如圖4所示。從圖4中可以看出：

圖4 電機內(nèi)部空氣軸向速度分布

(1) 風(fēng)刺提高了后端腔內(nèi)空氣流速，而對前端腔空氣流速影響較小，使后端腔流道入口速度明顯大于前端腔流道出口速度。

(2) 有風(fēng)刺時，沿腰形、圓形通風(fēng)孔以及機殼通風(fēng)槽空氣流速分布趨勢大體相同。風(fēng)刺附近空氣流速近似對稱分布，這是由于風(fēng)刺旋轉(zhuǎn)使后端腔空氣具有一定流速，流經(jīng)風(fēng)刺時出現(xiàn)能量損失速度減小，此后，在接近通風(fēng)孔附近，流道面積減小使空氣流速增大。

(3) 最大速度均集中于流道內(nèi)，說明在轉(zhuǎn)子上開設(shè)通風(fēng)孔可以有效加快空氣對流速度，提高了轉(zhuǎn)子的散熱能力。

(4) 當(dāng)安裝有風(fēng)刺時，2種通風(fēng)孔內(nèi)空氣最大流速均大于無風(fēng)刺時通風(fēng)孔內(nèi)空氣最大流速，由此說明轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔內(nèi)空氣流動不僅受到轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)作用，還受到風(fēng)刺旋轉(zhuǎn)壓力的作用。

(5) 根據(jù)式(6)旋轉(zhuǎn)表面速度v與電機轉(zhuǎn)速n半徑r的關(guān)系可知，沿電機徑向，由于腰形孔最大外徑大于圓形孔，故空氣在腰形孔內(nèi)最大流速大于圓形孔內(nèi)空氣流速。機殼通風(fēng)槽離轉(zhuǎn)子及風(fēng)刺徑向距離大，故流道內(nèi)空氣流速較小。

(6)

2.3 前后端腔內(nèi)空氣流速分布

風(fēng)刺處后端腔空氣流速和前端腔空氣流速如圖5所示，徑向空氣流速分布如圖6所示。由圖可知，速度分布大致關(guān)于軸心對稱。后端腔周向空氣形成數(shù)目與風(fēng)刺相同的條狀速度集中區(qū)域，由式(6)計算得風(fēng)刺外徑處線速度為15.92 m/s，仿真結(jié)果與其基本符合。而前端腔空氣沒有風(fēng)刺的作用，流速較低，但由于轉(zhuǎn)軸的旋轉(zhuǎn)，使其兩側(cè)速度較高。

圖5 端腔內(nèi)空氣流速分布

圖6 前后端腔內(nèi)徑向空氣流速分布

2.4 不同進風(fēng)口數(shù)下的電機內(nèi)部流體分布

將后端蓋進風(fēng)口數(shù)由6個增加到12個，每個孔的形狀尺寸不變，并且保持壓力進口條件不變，增加進風(fēng)量來研究通風(fēng)孔、機殼內(nèi)通風(fēng)槽、氣隙內(nèi)空氣流動效果。空氣域流體流跡分布如圖7(a)所示，計算得此時機殼通風(fēng)槽內(nèi)空氣流量占14.82%，提高了5.13%，由此可知，增加進風(fēng)量提高了機殼通風(fēng)槽內(nèi)空氣流通能力。取相同截面位置，端腔內(nèi)空氣流速沿徑向分布如圖7(b)所示。與圖6相比，兩者分布趨勢大體相同，只是此時端腔內(nèi)空氣未出現(xiàn)速度為0的位置，說明有更多的空氣被轉(zhuǎn)子及風(fēng)刺旋轉(zhuǎn)帶動從而具有轉(zhuǎn)速。由于后端腔中空氣主要受到風(fēng)刺的旋轉(zhuǎn)作用，最大速度發(fā)生在風(fēng)刺附近且基本保持不變。

圖7 空氣域流跡和端腔內(nèi)空氣流速分布

3 電機溫度場計算結(jié)果與分析

3.1 三維溫度場整體計算結(jié)果

電機整機截面溫度分布如圖8所示，由圖可知，因為此IPMSM主要損耗為繞組銅耗，所以在整個電機求解域范圍內(nèi)，繞組溫度最高，且繞組溫度低于繞組前端溫度。其次是定子鐵心，平均溫度為94.2 ℃，且熱量集中在中間部分，其熱量主要來源于定子自身損耗以及繞組傳導(dǎo)。而轉(zhuǎn)子及永磁體損耗較小，同時定子損耗產(chǎn)生的熱量只有少部分通過氣隙對流傳熱給轉(zhuǎn)子，所以溫度較低。在進風(fēng)口和出風(fēng)口處電機內(nèi)部空氣直接與外界空氣發(fā)生熱交換，故溫度最低。

圖8 整機溫度分布

3.2 繞組溫度分布

電機上層繞組和下層繞組溫度分布如圖9所示，可以看出，有風(fēng)刺時，上層繞組的最高溫度為118.9 ℃，平均溫度為117.5 ℃；下層繞組的最高溫度為114.6 ℃，平均溫度為112.8 ℃。

圖9 上層繞組和下層繞組溫度分布

有風(fēng)刺時，沿電機軸向，溫度呈前端高、后端低趨勢，這與前面分析的流體場結(jié)果相吻合，風(fēng)刺的存在使繞組后端對流散熱能力提高。沿電機徑向，下層繞組距離轉(zhuǎn)子風(fēng)刺較近，使其散熱能力增強，溫度較低。而無風(fēng)刺時，上下層繞組溫度分布大體相同，呈兩端高、中間低趨勢，平均溫度分別為122.1、122.7 ℃，下層繞組后端溫度較高。對比可知，風(fēng)刺對繞組溫升具有抑制作用且對下層繞組更加明顯。

3.3 轉(zhuǎn)子溫度分布

轉(zhuǎn)子鐵心、風(fēng)刺及永磁體的溫度分布如圖10所示，最高溫度為67.5 ℃，低于定子鐵心最高溫度。由于風(fēng)刺旋轉(zhuǎn)作用，空氣不斷從進風(fēng)口吸入，流經(jīng)轉(zhuǎn)子軸向通風(fēng)道，提高了轉(zhuǎn)子與周圍運動空氣的熱交換能力，故腰形通風(fēng)孔和圓形通風(fēng)孔附近溫度較低，且轉(zhuǎn)子及永磁體后端溫度低于前端。

圖10 電機轉(zhuǎn)子溫度分布

3.4 進風(fēng)口數(shù)目對電機溫升的影響

保持外界環(huán)境溫度不變時，當(dāng)進風(fēng)口數(shù)目為6個以及12個時，各部件平均溫度如表3所示。由表3可知，當(dāng)進風(fēng)口數(shù)為12個時，各部件溫度均有所降低。其中，定子鐵心溫度最多下降了6.7 K，這也驗證了增加進風(fēng)量提高了機殼通風(fēng)槽內(nèi)空氣流通能力，改善了定子的散熱條件。

表3 不同進風(fēng)口數(shù)下的電機溫度分布 ℃

4 樣機溫升試驗

根據(jù)7.5 kW IPMSM設(shè)計方案(6進風(fēng)口、6出風(fēng)口)，制造了一臺樣機，并進行了溫升測試，樣機機殼、轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)如圖11所示。為了測試電機主要部件的溫升，在上層繞組和下層繞組中分別預(yù)埋8個PT100溫度傳感器，同時利用紅外測溫儀測量機殼表面溫度、定子鐵心溫度。

圖11 樣機機殼和轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)圖

對電機工作在額定運行條件(S1工作制)下進行溫升試驗，每隔15 min記錄繞組、定子鐵心、機殼、進風(fēng)口、出風(fēng)口溫度，并記錄環(huán)境溫度。當(dāng)30 min內(nèi)各部分溫差小于1 K時，認(rèn)為電機的溫升達到穩(wěn)定狀態(tài)，同時測定此時相態(tài)熱電阻為0.893 Ω。

試驗測試結(jié)果如表4所示，環(huán)境溫度為26.8 ℃，進風(fēng)口溫度為28.2 ℃，出風(fēng)口溫度為39.4 ℃。通過與仿真結(jié)果對比可知，此計算結(jié)果基本正確。

表4 溫升試驗數(shù)據(jù)

5 結(jié) 語

本文針對7.5 kW IPMSM設(shè)計了一種軸向通風(fēng)冷卻結(jié)構(gòu)，并對電機進行了流體場和溫度場分析，得出以下結(jié)論：

(1) 轉(zhuǎn)子風(fēng)刺提高了繞組的散熱能力，且使下層繞組溫度降低更加明顯，與無風(fēng)刺相比，上層和下層繞組溫升分別降低了4.6、9.9 K，繞組溫度呈前端高后端低趨勢。而無風(fēng)刺時，上下層繞組溫度分布大體相同且呈兩端高、中間低趨勢。

(2) 轉(zhuǎn)子通風(fēng)孔內(nèi)空氣流速較高，其附近轉(zhuǎn)子溫升較低。腰形孔中空氣流量比例最大，圓形孔次之。改變進風(fēng)口數(shù)為12個時，機殼通風(fēng)槽內(nèi)空氣流量增加，改善了定子的散熱條件，使其溫度降低最多為6.7 K。

(3) 通過對樣機的溫升試驗，驗證了此冷卻結(jié)構(gòu)的有效性，對軸向風(fēng)冷電機的冷卻系統(tǒng)設(shè)計具有一定的參考意義。